華南理工大學化工熱力學模擬題答案
『壹』 化工熱力學第三版朱自強課後答案
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『貳』 化工熱力學題目,求求!!能做多少算多少
1、節流過程是絕熱不可逆等焓過程,熵變可以通過設計等溫可逆過程求算。
熵變=nRln(P1/P2)
焓變=0
是不可逆過程
4、由熱量衡算式Q=qm1*Cp1*(T1-T2)=qm2*Cp2*(t2-t1)得:qm2=185kmol/h
2、條件太少,無法計算
『叄』 人大出版社會計學基礎第五版答案
答案
『肆』 財務管理第三版劉永澤融資方式課後題答案
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經濟金融
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『伍』 化工熱力學問題,計算壓縮因子時,Tr.Pr分別表示什麼
兩個分子間的相互作用力偏離分子中心之間的作用力的程度。對於氬、氪、氙等分子結構為球形對稱的惰性氣體,兩者無偏離,偏心因子值為零;分子結構越復雜或極性越大,兩者的偏離越甚,偏心因子值越正。可用以關聯一些與分子間力有關的性質。例如,氣體的壓縮因子或逸度系數可表示為對比壓力、對比溫度和偏心因子的函數,由此得到的壓縮因子或逸度系數可使氣體的P-V-T關系計算或熱力學函數計算獲得更精確的結果。 偏心因子是反映物質分子形狀、極性和大小的參數。對於小的球行分子如氬其偏心因子 等於0,偏心因子可表徵特定物質對比蒸汽壓於簡單球形分子之間的偏差。當分子中碳數相同時,烷烴的偏心因子較大,環烷烴和芳烴的較小。
『陸』 注冊化工工程師報考條件及復習資料!
一 高等數學
1. 同濟大學編:《高等數學》(上冊,下冊)(第三版).高等教育出版社,1988年.
2. 同濟大學數學教研室編:《線性代數》(第二版).高等教育出版社,1991年.
3. 謝樹芝編:《工程數學——矢量分析與場論》(第二版).高等教育出版社.
4. 陳家鼎,劉婉如,汪仁室編:《概率統汁講義》(第二版).高等教育出版社.
二 普通物理
程守誅,江之永主編《普通物理學》(第三版).高等教育出版社,1979年.
三 普通化學
1. 浙江大學編:《普通化學》(第三版).高等教育出版社,1988年.
2. 同濟大學編:《普通化學》.同濟大學出版社,1993年.
3. 劉國璞編:《大學化學》.清華大學出版社,1994年.
4. 余純海,齊昌瑤編:《工程化學》.東北林大出版社,1996年.
四 理論力學
1. 同濟大學理論力學教研室編:《理論力學》(第一版).同濟大學出版社,1990年.
2. 譚廣泉,羅龍開,謝廣達,范第峰編:《理論力學》(第二版).華南理工大學出版社,1995年.
3. 華東水利學院編:《理論力學》.人民教育出版社,1978年.
五 材料力學
1. 孫訓方,胡增強編著,金心全修訂:《材料力學》(第三版).高等教育出版社,1994年.
2. 劉鴻文主編:《材料力學》(第三版).高等教育出版社,1994年.
六 流體力學
1. 西南交通大學力學教研室:《水力學電工學》.高等教育出版社,1991年.
2. 郝中堂,周均長主編:《應用流體力學》.浙江大學出版社,1991年.
七 計算機應用基礎
1. 徐惠民等編:《計算機基礎與網際網路應用教程》.機械工業出版社,2001年.
2. 譚浩強,田淑清編:《FORTRAN77結構化程序設計》.高等教育出版社,1985年.
八 電工電子技術
1. 秦曾煌主編:《電工學》(上,下冊)(第四版).高等教育出版社,1990年.
2. 羅守信主編:《電工學》(Ⅰ,Ⅱ)(第三版).高等教育出版社,1993年.
3. 程守洙,江之水主編:《普通物理學》下冊(第三版 電學部分)高等教育出版社,1979年.
九 工程經濟
1. 傅家驥,仝允桓主編: 《工業技術經濟學》 (第三版).清華大學出版社.
2. 吳添祖主編: 《技術經濟學概論》.高等教育出版祉.
十 物理化學
天津大學物理化學教研室編,宋世謨主編:《物理化學》(第三版).高等教育出版社.
十一 化工原理
天津大學編:《化工原理》.天津科技出版社.
十二 化工過程式控制制
歷玉鳴主編:《化工儀表及自動化》(第三版).化學工業出版社.
十三 化工設計基礎
倪進方主編:《化工過程設計》.化學工業出版社.
十四 化工污染控制基礎
1. 蔣展鵬主編:《環境工程學》.高等教育出版社.
2. 汪大翚主編:《化工環境工程概論》.化學工業出版社.
十五 化工熱力學
童景山主編:《化工熱力學》.清華大學出版社.
十六 職業法規
1.《中華人民共和國環境保護法》.
2.《中華人民共和國水污染防治法》.
3.《中華人民共和國固體廢物污染環境防治法》.
4.《中華人民共和國大氣污染防治法》.
5.《中華人民共和國環境噪音污染防治法》
『柒』 天津大學版《材料科學基礎》(靳正果編)課後習題答案
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『捌』 化工原理課程設計 分離丙酮-水混合液的填料精餾塔 有滿意答案,追加100分
畢業設計(論文)任務書
設計(論文)題目:年處理量1.0萬噸甲苯-水混合液的填料塔的設計
函授站: 專業: 化工工藝 班級:xx
學生: xx 指導教師:
1.設計(論文)的主要任務及目標
塔設計計算:
a塔工藝計算(物料和能量衡算)
b 塔及塔板主要工藝尺寸的設計計算
⑶ 對苯精餾塔的流體力學驗算
⑷ 相關輔助設備選型與計算
⑸ 設計結果及分析討論
2.設計(論文)的基本要求和內容
⑴ 論文內容符合畢業設計撰寫規范。
⑵ 數據可靠、真實,具有一定的代表性。
⑶ 計算過程細化、符合規范要求。
⑷ 要求論文圖紙包括:生產工藝流程式控制制圖、塔的部分裝配圖、X-Y圖、塔板負荷性能圖。
3.主要參考文獻
⑴陸美娟.《化工原理》.化學工業出版社.2001年1月第1版
⑵馮伯華.《化學工程手冊》第1、2、3、6卷.化學工業出版社.1989年10月第1版
⑶包丕琴.《華工原理課程設計指導書》.北京化工大學化工原理教研室.1997年4月
⑷陳洪鈁.《化工分離過程》.化學工業出版社.1995年5月第1版
⑸陳鍾秀.《化工熱力學》.化學工業出版社.1993年11月第1
關鍵詞:迴流比、精餾、泡點進料、設備、試差
目 錄
前言........................................(7)
第1章 精餾方案的說明.......................(7)
第1.1節 操作壓力............................(7)
第1.2節 進料狀態............................(8)
第1.3節 採用強制迴流(冷迴流)...............(8)
第1.4節 塔釜加熱方式、加熱介質..............(8)
第1.5節 塔頂冷凝方式、冷卻介質..............(8)
第1.6節 流程說明............................(8)
第1.7節 篩板塔的特性........................(9)
第1.8節 生產性質及用途......................(9)
第1.9節 安全與環保..........................(11)
第2章 烯烴加氫飽和單元分析.................(12)
第2.1節 反應機理及影響因素分析
第2.2節 物料平衡
第2.3節 能量平衡
第3章 精餾塔設計計算.......................(12)
第3.1節塔的工藝計算.......................(12)
第3.2節塔和塔板主要工藝尺寸的設計計算.....(25)
第4章 塔的流體力學驗算.....................(31)
第4.1節校核................................(31)
第4.2節負荷性能圖計算......................(34)
第5章 輔助設備選型計算.....................(39)
第5.1節換熱器的計算選型....................(39)
第5.2節 管道尺寸的確定.....................(44)
第5.3節 原料槽、成品槽的確定................(45)
第6章 設計結果概要及分析討論...............(45)
第6.1節數據要求............................(45)
第6.2節設計特點............................(46)
第6.3節 存在的問題.........................(46)
參考文獻....................................(47)
符號說明.....................................(48)
附錄1.......................................(52)
附錄2.......................................(52)
附錄3.......................................(52)
附錄4.......................................(52)
前言
本論文是針對工業生產中苯-甲苯溶液這一二元物系中進行苯的提純精餾方案,根據給出的原料性質及組成、產品性質及組成,對精餾塔進行設計和物料衡算。通過設計核算及試差等計算初步確定精餾塔的進料、塔頂、塔底操作條件及物料組成。同時對精餾塔的基本結構包括塔的主要尺寸進行了計算和選型,對塔頂冷凝器、塔底再沸器、相關管道尺寸及儲罐等進行了計算和選型。在計算設計過程中參考了有關《化工原理》、《化學工程手冊》、《冷換設備工藝計算手冊》、《煉油設備基礎知識》、《石油加工單元過程原理》等方面的資料,為精餾塔的設計計算提供了技術支持和保證。
通過對精餾塔進行設計和物料衡算等方面的計算,進一步加深了對化工原理、石油加工單元過程原理等的理解深度,開闊了視野,提高了計算、繪圖、計算機的使用等方面的知識和能力,為今後在工作中進一步發揮作用打下了良好的基礎。
第1章 精餾方案的說明
本精餾方案適用於工業生產中苯-甲苯溶液二元物系中進行苯的提純。精餾塔苯塔的產品要求純度很高,達99.9%以上,而且要求塔頂、塔底產品同時合格,以及兩塔頂溫度變化很窄(0.02℃),普通的精餾溫度控制遠遠達不到這個要求。故在實際生產過程式控制制中只有採用靈敏板控制才能達到要求。故苯塔採用溫差控制。
第1.1節 操作壓力
精餾操作在常壓下進行,因為苯沸點低,適合於在常壓下操作而不需要進行減壓操作或加壓操作。同時苯物系在高溫下不易發生分解、聚合等變質反應且為液體(不是混合氣體)。所以,不必要用加壓減壓或減壓精餾。另一方面,加壓或減壓精餾能量消耗大,在常壓下能操作的物系一般不用加壓或減壓精餾。
第1.2節 進料狀態
進料狀態直接影響到進料線(q線)、操作線和平衡關系的相對位置,對整個塔的熱量衡算也有很大的影響。和泡點進料相比:若採用冷進料,在分離要求一定的條件下所需理論板數少,不需預熱器,但塔釜熱負荷(一般需採用直接蒸汽加熱)從總熱量看基本平衡,但進料溫度波動較大,操作不易控制;若採用露點進料,則在分離要求一定的條件下,所需理論板數多,進料前預熱器負荷大,能耗大,同時精餾段與提餾段上升蒸汽量變化較大,操作不易控制,受外界條件影響大。
泡點進料介於二者之間,最大的優點在於受外界干擾小,塔內精餾段、提餾段上升蒸汽量變化較小,便於設計、製造和操作控制。
第1.3節 採用強制迴流(冷迴流)
採用冷迴流的目的是為了便於控制迴流比,迴流方式對迴流溫度直接影響。
第1.4節 塔釜加熱方式、加熱介質
塔釜採用列管式換熱器作為再沸器間接加熱方式,加熱介質為水蒸汽。
第1.5節 塔頂冷凝方式、冷卻介質
塔頂採用列管式冷凝冷卻器,冷卻介質用冷卻水。
第1.6節 流程說明
由於上游裝置沒有後加氫單元,所以在重整反應過程中生成的烯烴會帶到本裝置原料中, 烯烴的存在,會導致苯、甲苯產品的酸洗比色不合格,因此必須進行烯烴的加氫飽和。
本裝置流程包括烯烴加氫反應單元和精餾單元兩部分。
烯烴加氫反應單元:原料經過進料泵加壓後進入換熱器E101與反應生成油交換熱量後,進入加熱爐L101進行加熱,再進入反應器R101,經過烯烴飽和加氫反應後進入熱交換器E101冷卻後,進入油氣分離器V101,油進入精餾原料中間罐。
本精餾方案採用節能型強制迴流進行流程設計,並附有在恆定進料量、進料組成和一定分離要求下的自動控制系統以保證正常操作。
精餾過程:30OC原料液從原料罐經進料泵進入原料換熱器E102再經原料預熱器進行預熱進一步預熱至泡點(97.65OC,加熱介質為水蒸汽),溫度升至約97.65oC,從進料口進入精餾塔T101進行精餾,塔頂氣溫度為81.52oC部分冷凝後的氣液混合物進入塔頂冷卻器(冷卻介質為冷卻水),冷凝後的物料進入迴流罐V102,然後再通過迴流泵,將料液一部分作為迴流也打入塔頂,另一部分作為塔頂產品經產品冷卻器進入產品儲罐V103,再經產品泵P104/AB輸送產品。塔釜內液體一部分進入再沸器E103,經水蒸汽加熱後,迴流至塔釜,另一部分與原料換熱器換熱後排入甲苯儲罐。在整個流程中,所有的泵出口都裝有壓力表,所有的儲槽都裝有放空閥,以保證儲槽內保持常壓。
第1.7節 篩板塔的特性
篩板塔是最早使用的板式塔之一,它的主要優點:
(1)結構簡單,易於加工,造價為泡罩塔的60%左右,為浮閥塔的80%左右;
(2)在相同條件下,生產能力比泡罩塔大20%-40%;
(3)塔板效率較高,比泡罩塔高15%左右,但稍低於浮閥塔;
(4)氣體壓力降較小,每板壓力降比泡罩塔約低30%左右。
篩板塔的缺點是:小孔篩板易堵塞,不適宜處理臟的、粘性大的和帶固體粒子的料液。
第1.8節 生產性質及用途
1.8.1 苯的性質及用途
苯是一種易燃、易揮發、有毒的無色透明液體,易燃帶有特殊芳香氣味的液體。分子式C6H6,相對分子量78.11,相對密度0.8794(20℃),熔點5.51℃,沸點80.1℃,閃點-10.11℃(閉杯),自燃點562.22℃,蒸氣密度2.77kg/m3,蒸氣壓13.33kPa(26.1 ℃), 標准比重為0.829。蒸氣與空氣混合物爆炸限1.4%~8.0%。不溶於水,與乙醇、氯仿、乙醚、二硫化碳、四氯化碳、冰醋酸、丙酮、油混溶。遇熱、明火易燃燒、爆炸。能與氧化劑,如五氟化溴、氯氣、三氧化鉻、高氯酸、硝醯、氧氣、臭氧、過氯酸鹽、(三氯化鋁+過氯酸氟)、(硫酸+高錳酸鹽)、過氧化鉀、(高氯酸鋁+乙酸)、過氧化鈉發生劇烈反應,不能與乙硼烷共存。苯是致癌物之一。苯是染料、塑料、合成樹脂、合成纖維、葯物和農葯等的重要原料,也可用作動力燃料及塗料、橡膠、膠水等溶劑。質量標准:見表1-1。
表1-1 純苯質量標准(GB/T2283-93)
項目 指標
特級 一級 二級 三級
外觀 室溫(18~25℃)下透明液體,不深於每1000mL水中含有0.003g重鉻酸鉀溶液的顏色
密度(20℃)/kg/m3
沸程/℃
大氣壓下(80.1℃)
酸洗比色
溴價/(g/100mL)
結晶點/℃
二硫化碳/(gBr/100mL)
噻吩/(g/100mL) 876~880
中性實驗 中性
水分 室溫(18~20℃)下目測無可見不溶水
1.8.2 甲苯的性質
甲苯有強烈的芳香氣味,無色有折射力的易揮發液體,氣味似苯。分子式C7H8,相對分子質量92.130,相對密度0.866(20℃/4℃),熔點-95~-94.5℃,沸點110.4℃,閃點4.44℃(閉杯),自燃點480℃,蒸氣密度3.14 kg/m3,蒸氣壓4.89kPa(30℃) 比重D 4℃20℃、0.866,,蒸氣與空氣混合物的爆炸極限為1.27%~7%。幾乎不溶於水,與乙醇、氯仿、乙醚、丙酮、冰醋酸、二硫化碳混溶。遇熱、明火或氧化劑易著火。遇明火或與(硫酸+硝酸)、四氧化二氮、高氯酸銀、三氟化溴、六氟化鈾等物質反應能引起爆炸。流速過快(超過3m/s)有產生和積聚靜電危險。甲苯可用氯化、硝化、磺化、氧化及還原等方法之前染料、醫葯、香料等中間體及炸葯、精糖。由於甲苯的結晶點很低,故可用作航空燃料及內燃機燃料的添加劑。質量標准:見表1-2。
表1-2 甲苯質量標准(GB/T2284-93)
項目 指標
特級 一級 二級
外觀 室溫(18~25℃)下透明液體,不深於每1000mL水中含有0.003g重鉻酸鉀溶液的顏色
密度(20℃)/(kg/m3)
沸程/℃
大氣壓下(110.6℃)
酸洗比色
溴價/(gBr/100mL) 863~868
中性實驗 中性
水分 室溫(18~20℃)下目測無可見不溶水
第1.9 安全與環保
1.9.1 安全注意事項
苯類產品是易燃、易爆、有毒的無色透明液體,其蒸汽與空氣混合能形成爆炸性混合物,因此,應特別注意防火,強化安全措施。
(1)不準有明火和火花,設備必須密封,以減少苯蒸汽揮發散發入容器中,設備的放散管應通入大氣,其管口用細金屬網遮蔽,使貯槽或蒸餾設備中的苯類產品不致因散出蒸汽回火而引起燃燒,廠房應設有良好的通風設備,防止苯類蒸汽的聚集。
(2)所有金屬結構應按規定在幾個地點上接地,為防止液體自由下落而引起靜電荷的產生,將引入貯槽中所有管道均應安裝到接近貯槽的底部,電動機應放在單獨的廠房內。
(3)應設有泡沫滅火器和蒸汽滅火裝置,不能用水滅火。
(4)工人進入貯槽或設備進行清掃或修理前,油必須全部放空,所有管道均需切斷,設備應用水蒸汽徹底清掃後才允許進入並注意通風,檢修人員沒有動火證嚴禁在生產區域內動火。
(5)進入生產區域或生產無關人員,不得亂動設備和計量儀表等。
(6)及時清除設備管線泄漏情況,嚴防中毒著火、爆炸等事故的發生。
(7)泄漏應急處理迅速撤離泄漏污染區人員至安全區,並進行隔離,嚴格限制出入。切斷火源。建議應急處理人員戴自給正壓式呼吸器,穿消防防護服。盡可能切斷泄漏源,防止進入下水道、排洪溝等限制性空間。小量泄漏:用活性炭或其它惰性材料吸收。也可以用不燃性分散劑製成的乳液刷洗,洗液稀釋後放入廢水系統。大量泄漏:構築圍堤或挖坑收容;用泡沫覆蓋,抑制蒸發。用防爆泵轉移至槽車或專用收集器內,回收或運至廢物處理場所處置。
1.9.2 環境保護
認真執行環境保護方針、政策、堅持污染防治設施與生產裝置同時設計、同時施工、同時投產。現將「三廢」治理措施分析述如下:
(1)廢水:各設備間接冷卻水回收用於煉焦車間熄焦用,工藝產品分離水送往生化裝置進行處理。設備沖洗水經初步沉澱和油水分離後送入生化處理。
(2)廢氣:水凝氣體回收引入列管戶前燃燒,產品貯槽加水噴淋裝置和氮密封措施,防止揮發污染大氣環境。
(3)廢渣:生產過程中生產的廢渣送往回收工段作為原料使用。
定期檢測個生產崗位苯含量和生產下水中各污染均含量,嚴防超標現象的發生。
第2章 烯烴加氫飽和單元分析
2.1 反應機理及影響因素分析
(1)反應機理
單烯烴 CnH2n+H2→CnH2n+2
雙烯烴 CnH2n-2+2H2→CnH2n+2
環烯烴
烯烴的加氫飽和反應也為耗氫和放熱反應。
(2) 烯烴的加氫飽和反應過程的影響因素
烯烴的加氫飽和反應過程的影響因素除催化劑性能外,主要有原料性質、反應溫度、反應壓力、氫油比和空速等。
①原料性質
加工烯烴含量較高的原料時,需要較高的反應苛刻度(即較高的反應壓力和反應溫度,較低的反應空速)。此外一定要注意原料油罐的惰性氣體保護,最好是直接進裝置,避免中間與空氣接觸發生氧化生成膠質,導致催化劑失活加快。
②反應溫度
反應溫度通常是指催化劑床層平均溫度。烯烴的加氫飽和反應是一種放熱反應,提高反應溫度不利於加氫反應的化學平衡,但能明顯提高化學反應速度,提高精製深度。過高的反應溫度會促進加氫裂化副反應的發生,使產品液體收率下降,導致催化劑上積炭速率加快,降低催化劑使用壽命;反應溫度過低,不能保證將雜質除凈。
在很高溫度下,烯烴飽和度有一個明顯的限制,結果使在高溫操作比低溫操作的產品中有更多的殘存烯烴,當原料中有明顯的輕組分,使用新催化劑時硫化氫與烯烴反應生成醇,在較低溫度下操作可避免硫醇的生成。
根據催化劑活性和原料油中的烯烴含量,一般預加氫的反應溫度為150~180℃。隨著運轉時間的延長,逐步提高反應溫度,以補償催化劑的活性降低。
③反應壓力
當要求一定的產品質量時,壓力的選擇主要是考慮催化劑的使用壽命和原料油中的烯烴含量。一般而言,壓力愈高,催化劑操作周期愈長;原料油烯烴含量愈高,選擇操作壓力也愈高。提高反應壓力將促進加氫反應速度,增加精製深度,並可保持催化劑的活性。但壓力過高會促進加氫裂解反應,使產品總液收下降,同時過高的反應壓力會增加投資及運轉費用。
④氫油比
所謂氫油比是反映標准狀態時,氫氣流量與進料量的比值。可用H2/HC表示。提高氫油比,不僅有利於加氫反應的進行,並能防止結焦,起到保護催化劑的作用。但是,在原料油進料一定的情況下,氫油比過大會減少原料油與催化劑接觸時間,反而對加氫反應不利,導致精製深度下降,產品質量下降,同時也增大了系統壓降和壓縮機負荷,操作費用增加。
⑤空速
空速指單位(質量或體積)催化劑在單位時間內處理的原料量,簡寫為h-1 。空速分為質量空速和體積空速。常用體積空速(LHSV),它的倒數相當於反應接觸時間,稱為假接觸時間。因此空速的大小意味著原料與催化劑接觸時間的長短。空速過大,即單位催化劑處理的原料量越多,其接觸時間應越短,影響了精製深度;空速過小增加了加氫裂解反應,使產品液收率下降,運轉周期縮短,降低了裝置的處理量。
2.2 物料平衡
表2-1烯烴加氫反應單元物料數據 單位:噸/日
入 方 出 方
原料油 43.2 精餾進料 42.32
氫氣 0.52 損失 1.40
合計 43.72 合計 43.72
2.3 能量平衡(以加熱爐為例)
2.3.1 原料進出加熱爐數據
原料進出加熱爐數據見表2-2。
表2-2 原料進出加熱爐數據
入 方(80℃) 出 方(160℃)
單位
項目 組成 數據 焓值 熱量 單位
項目 組成 數據 焓值 熱量
m% Kcal/kg wkcal m% Kcal/kg wkcal
原
料
油 苯 0.7 130 16.38 原
料
油 苯 0.7 154 19.40
甲苯 0.3 128 6.912 甲苯 0.3 158 8.532
烯烴 烯烴
氫氣 540 1.170 氫氣 1090 2.362
合計 24.462 合計 30.294
註:原料中烯烴含量很少在計算過程中可忽略不計。
2.3.2 加熱爐熱平衡
由表2-2可以知道,原料油經過加熱爐後,熱量增加值為:5.832wkcal/t.
加熱爐需要燃燒瓦斯進行提供。加熱爐用瓦斯組成見表2-3。
表2-3 加熱爐用瓦斯組成及焓值計算表
成份組成 體積熱值 分析數據 焓值
1 氫氣 2650 44.91 1190.115
2 氧氣 0 11.73 0
3 氮氣 0 40.56 0
4 二氧化碳 0.02 0
5 一氧化碳 3018 0 0
6 甲烷 8529 1.61 137.3169
7 乙烷 15186 0.48 72.8928
8 乙烯 14204 0.42 59.6568
9 丙烷 21742 0.05 10.871
10 丙烯 20638 0.07 14.4466
11 異丁烷 26100 0.03 7.83
12 正丁烷 28281 0.03 8.4843
13 正丁烯 27160 0.02 5.432
14 異丁烯 27160 0.01 2.716
15 反丁烯 27160 0.02 5.432
16 順丁烯 27160 0.01 2.716
17 碳五以上 34818 0.03 10.4454
合計 100 1528.3548
第七章 參考文獻
1 化工原理》上下冊.化學工業出版社.2006年5月第3版
2 馮伯華.《化學工程手冊》第1、2、3、6卷.化學工業出版社.1989年10月第1版
3 包丕琴.《華工原理課程設計指導書》.北京化工大學化工原理教研室.1997年4月
4 陳洪鈁.《化工分離過程》,化學工業出版社,1995年5月第1版
5 陳鍾秀.《化工熱力學》.化學工業出版社.1993年11月第1版
6 沈復等.《石油加工單元過程原理》上下冊.中國石化出版社.2004年8月第1版
7.劉巍等.《冷換設備工藝計算手冊》.中國石化出版社.2003年9月第1版
8.馬秉騫主編.《煉油設備基礎知識》中國石化出版社.2003年1月第1版
9.周志成等.《石油化工儀表自動化》中國石化出版社.1994年5月第1版
10.田顧慧.《化工設備》中國石化出版社.1996年6月第1版
11.沈復 李陽初.《石油加工單元過程原理》中國石化出版社.2004年8月第1版
12.陸美娟.《化工原理》化學工業出版社. 2006年1月第10版
符號說明
A換熱面積m2
Aa 鼓泡區面積m2
Af 降液管橫截面積m2
An 有效傳質區面積m2
Ao 篩孔面積m2
AT塔橫截面積m2
A 質量分率-
C 負荷系數-
CP 比熱KJ/Kg.OC(KJ/Kg.K)
D 塔頂產品流率Kmol/h(Kg/h)
Dg 公稱直徑m
DT塔徑m
D 管內徑 mm
d1 管外徑 mm
do 孔徑 mm
dm 管平均直徑mm
E 液流收縮系數-
ET全塔板效率-
ev 霧沫夾帶量Kg液體/Kg氣體
F 進料流率 Kmol/h(Kg/h)
H 塔高m
HL板上清夜層高度mm
HT板間距 m
Hd降液管內清夜層高度m
HD塔頂空間高度 m
HB塔底空間高度 m
hd 氣體通過干板壓降m
ho 降液管下沿到塔板間距離m
how 溢流堰上液頭高 m
hp 氣體通過塔扳壓降m
hr 液體通過降液管的壓降m
hw 溢流堰高度m
hσ液體表面張力引起的壓降m
Ko 以內壁為基準的總傳熱系數Kcal/m2.H.oC
K穩定系數
L 液體流量 Kmol/h(Kg/h,m3/h)
lW溢流堰堰長
ms 冷卻劑質量流量 Kg/h
N 實際塔板數 -
NT 理論塔板數 -
Nt 換熱器總管數 -
N 開孔數
Q 換熱器熱負荷 W
R 迴流比 -
Rmim 最小迴流比 -
Rsi 換熱管內垢阻系數 m2•h•oC/Kcal
r 氣化潛熱 KJ/Kg
Tc 臨界溫度 K
T 孔間距 mm
Tp 板厚度 mm
ua 以鼓泡區面積為基準的氣速 m/s
uf 液泛氣速 m/s
un 空塔氣速 m/s
uo 以篩孔面積為基準的氣速 m/s
uow 漏液點氣速 m/s
V 塔內上升氣體流量 Kmol/h(Kg/h,m3/h)
W 塔釜采出液體量 Kmol/h(Kg/h)
Wc 邊緣區寬度 m(mm)
Wd 降液管寬度 m(mm)
Ws 塔板入口安定區寬度 m(mm)
Ws』 塔板出口安定區寬度 m(mm)
X 液相摩爾分率 -
Y 氣相摩爾分率 -
A 相對揮發度 -
Ai 以內壁為基準的傳熱膜系數 Kcal/m2•h•oC
Ao 以外壁為基準的傳熱膜系數 Kcal/m2•h•oC
β 充氣系數 -
σ 表面張力 dyn/cm2
ρL 液相密度 Kg/m3
ρv(g) 氣相密度 Kg/m3
μ 粘度 Cp
開孔率 -
Ф 裝料系數 -
τ 停留時間 s
λ
『玖』 《化工熱力學》第三版課後習題答案,陳鍾秀 顧飛燕 胡望明 編著,化學工業出版社
第二章
2-1.使用下述方法計算1kmol甲烷貯存在體積為0.1246m3、溫度為50℃的容器中產生的壓力:(1)理想氣體方程;(2)R-K方程;(3)普遍化關系式。
解:甲烷的摩爾體積V=0.1246 m3/1kmol=124.6 cm3/mol
查附錄二得甲烷的臨界參數:Tc=190.6K Pc=4.600MPa Vc=99 cm3/mol ω=0.008
(1) 理想氣體方程
P=RT/V=8.314×323.15/124.6×10-6=21.56MPa
(2) R-K方程
∴
=19.04MPa
(3) 普遍化關系式
<2
∴利用普壓法計算,
∵
∴
迭代:令Z0=1→Pr0=4.687 又Tr=1.695,查附錄三得:Z0=0.8938 Z1=0.4623
=0.8938+0.008×0.4623=0.8975
此時,P=PcPr=4.6×4.687=21.56MPa
同理,取Z1=0.8975 依上述過程計算,直至計算出的相鄰的兩個Z值相差很小,迭代結束,得Z和P的值。
∴ P=19.22MPa
2-2.分別使用理想氣體方程和Pitzer普遍化關系式計算510K、2.5MPa正丁烷的摩爾體積。已知實驗值為37017.5px3/mol。
解:查附錄二得正丁烷的臨界參數:Tc=425.2K Pc=3.800MPa Vc=99 cm3/mol ω=0.193
(1)理想氣體方程
V=RT/P=8.314×510/2.5×106=1.696×10-3m3/mol
誤差:
(2)Pitzer普遍化關系式
對比參數: —普維法
∴
=-0.2326+0.193×0.05874=-0.2213
=1-0.2213×0.6579/1.199=0.8786
∴ PV=ZRT→V= ZRT/P=0.8786×8.314×510/2.5×106=1.49×10-3 m3/mol
誤差:
2-3.生產半水煤氣時,煤氣發生爐在吹風階段的某種情況下,76%(摩爾分數)的碳生成二氧化碳,其餘的生成一氧化碳。試計算:(1)含碳量為81.38%的100kg的焦炭能生成1.1013MPa、303K的吹風氣若干立方米?(2)所得吹風氣的組成和各氣體分壓。
解:查附錄二得混合氣中各組分的臨界參數:
一氧化碳(1):Tc=132.9K Pc=3.496MPa Vc=93.1 cm3/mol ω=0.049 Zc=0.295
二氧化碳(2):Tc=304.2K Pc=7.376MPa Vc=94.0 cm3/mol ω=0.225 Zc=0.274
又y1=0.24,y2=0.76
∴(1)由Kay規則計算得:
—普維法
利用真實氣體混合物的第二維里系數法進行計算
又
∴
∴
∴→V=0.02486m3/mol
∴V總=n V=100×103×81.38%/12×0.02486=168.58m3
(2)
2-4.將壓力為2.03MPa、溫度為477K條件下的2.83m3NH3壓縮到0.142 m3,若壓縮後溫度448.6K,則其壓力為若干?分別用下述方法計算:(1)Vander Waals方程;(2)Redlich-Kwang方程;(3)Peng-Robinson方程;(4)普遍化關系式。
解:查附錄二得NH3的臨界參數:Tc=405.6K Pc=11.28MPa Vc=72.5 cm3/mol ω=0.250
(1) 求取氣體的摩爾體積
對於狀態Ⅰ:P=2.03 MPa、T=447K、V=2.83 m3
—普維法
∴
→V=1.885×10-3m3/mol
∴n=2.83m3/1.885×10-3m3/mol=1501mol
對於狀態Ⅱ:摩爾體積V=0.142 m3/1501mol=9.458×10-5m3/mol T=448.6K
(2) Vander Waals方程
(3) Redlich-Kwang方程
(4) Peng-Robinson方程
∵
∴
∴
(5) 普遍化關系式
∵ <2 適用普壓法,迭代進行計算,方法同1-1(3)
2-6.試計算含有30%(摩爾分數)氮氣(1)和70%(摩爾分數)正丁烷(2)氣體混合物7g,在188℃、6.888MPa條件下的體積。已知B11=350px3/mol,B22=-6625px3/mol,B12=-9.125px3/mol。
解:
→V(摩爾體積)=4.24×10-4m3/mol
假設氣體混合物總的摩爾數為n,則
0.3n×28+0.7n×58=7→n=0.1429mol
∴V= n×V(摩爾體積)=0.1429×4.24×10-4=60.57 cm3
2-8.試用R-K方程和SRK方程計算273K、101.3MPa下氮的壓縮因子。已知實驗值為2.0685
解:適用EOS的普遍化形式
查附錄二得NH3的臨界參數:Tc=126.2K Pc=3.394MPa ω=0.04
(1)R-K方程的普遍化
∴ ①
②
①、②兩式聯立,迭代求解壓縮因子Z
(2)SRK方程的普遍化
∴ ①
②
①、②兩式聯立,迭代求解壓縮因子Z
第三章
3-1. 物質的體積膨脹系數和等溫壓縮系數的定義分別為:,。試導出服從Vander Waals狀態方程的和的表達式。
解:Van der waals 方程
由Z=f(x,y)的性質得
又
所以
故
3-2. 某理想氣體借活塞之助裝於鋼瓶中,壓力為34.45MPa,溫度為93℃,反抗一恆定的外壓力3.45 MPa而等溫膨脹,直到兩倍於其初始容積為止,試計算此過程之、、、、、、、Q和W。
解:理想氣體等溫過程,=0、=0
∴ Q=-W==2109.2 J/mol
∴ W=-2109.2 J/mol
又 理想氣體等溫膨脹過程dT=0、
∴
∴ =5.763J/(mol·K)
=-366×5.763=-2109.26 J/(mol·K)
=-2109.26 J/(mol·K)
=-2109.26 J/(mol·K)
=2109.2 J/mol
3-3. 試求算1kmol氮氣在壓力為10.13MPa、溫度為773K下的內能、焓、熵、、和自由焓之值。假設氮氣服從理想氣體定律。已知:
(1)在0.1013 MPa時氮的與溫度的關系為;
(2)假定在0℃及0.1013 MPa時氮的焓為零;
(3)在298K及0.1013 MPa時氮的熵為191.76J/(mol·K)。
3-4. 設氯在27℃、0.1 MPa下的焓、熵值為零,試求227℃、10 MPa下氯的焓、熵值。已知氯在理想氣體狀態下的定壓摩爾熱容為
解:分析熱力學過程
-H1R H2R
-S1R S2R
查附錄二得氯的臨界參數為:Tc=417K、Pc=7.701MPa、ω=0.073
∴(1)300K、0.1MPa的真實氣體轉換為理想氣體的剩餘焓和剩餘熵
Tr= T1/ Tc=300/417=0.719 Pr= P1/ Pc=0.1/7.701=0.013—利用普維法計算
又
代入數據計算得=-91.41J/mol、=-0.2037 J/( mol·K)
(2)理想氣體由300K、0.1MPa到500K、10MPa過程的焓變和熵變
=7.02kJ/mol
=-20.39 J/( mol·K)
(3) 500K、10MPa的理想氣體轉換為真實氣體的剩餘焓和剩餘熵
Tr= T2/ Tc=500/417=1.199 Pr= P2/ Pc=10/7.701=1.299—利用普維法計算
又
代入數據計算得=-3.41KJ/mol、=-4.768 J/( mol·K)
∴=H2-H1= H2=-++=91.41+7020-3410=3.701KJ/mol
= S2-S1= S2=-++=0.2037-20.39-4.768=-24.95 J/( mol·K)
3-5. 試用普遍化方法計算二氧化碳在473.2K、30 MPa下的焓與熵。已知在相同條件下,二氧化碳處於理想狀態的焓為8377 J/mol,熵為-25.86 J/(mol·K).
解:查附錄二得二氧化碳的臨界參數為:Tc=304.2K、Pc=7.376MPa、ω=0.225
∴ Tr= T/ Tc=473.2/304.2=1.556 Pr= P/ Pc=30/7.376=4.067—利用普壓法計算
查表,由線性內插法計算得出:
∴由、計算得:
HR=-4.377 KJ/mol SR=-7.635 J/( mol·K)
∴H= HR+ Hig=-4.377+8.377=4 KJ/mol
S= SR+ Sig=-7.635-25.86=-33.5 J/( mol·K)
3-6. 試確定21℃時,1mol乙炔的飽和蒸汽與飽和液體的U、V、H和S的近似值。乙炔在0.1013MPa、0℃的理想氣體狀態的H、S定為零。乙炔的正常沸點為-84℃,21℃時的蒸汽壓為4.459MPa。
3-7. 將10kg水在373.15K、0.1013 MPa的恆定壓力下汽化,試計算此過程中、、、和之值。
3-8. 試估算純苯由0.1013 MPa、80℃的飽和液體變為1.013 MPa、180℃的飽和蒸汽時該過程的、和。已知純苯在正常沸點時的汽化潛熱為3.733 J/mol;飽和液體在正常沸點下的體積為95.7 cm3/mol;定壓摩爾熱容;第二維里系數。
解:1.查苯的物性參數:Tc=562.1K、Pc=4.894MPa、ω=0.271
2.求ΔV
由兩項維里方程
3.計算每一過程焓變和熵變
(1)飽和液體(恆T、P汽化)→飽和蒸汽
ΔHV=30733KJ/Kmol
ΔSV=ΔHV/T=30733/353=87.1 KJ/Kmol·K
(2)飽和蒸汽(353K、0.1013MPa)→理想氣體
∵
點(Tr、Pr)落在圖2-8圖曲線左上方,所以,用普遍化維里系數法進行計算。
由式(3-61)、(3-62)計算
∴
∴
(3)理想氣體(353K、0.1013MPa)→理想氣體(453K、1.013MPa)
(4)理想氣體(453K、1.013MPa)→真實氣體(453K、1.013MPa)
點(Tr、Pr)落在圖2-8圖曲線左上方,所以,用普遍化維里系數法進行計算。
由式(3-61)、(3-62)計算
∴
4.求
3-9. 有A和B兩個容器,A容器充滿飽和液態水,B容器充滿飽和蒸氣。兩個容器的體積均為1L,壓力都為1MPa。如果這兩個容器爆炸,試問哪一個容器被破壞的更嚴重?假定A、B容器內物質做可逆絕熱膨脹,快速絕熱膨脹到0.1 MPa。
3-10. 一容器內的液體水和蒸汽在1MPa壓力下處於平衡狀態,質量為1kg。假如容器內液體和蒸汽各佔一半體積,試求容器內的液體水和蒸汽的總焓。
解:查按壓力排列的飽和水蒸汽表,1MPa時,
根據題意液體和蒸汽各佔一半體積,設干度為x
則
解之得:
所以
3-11. 過熱蒸汽的狀態為533Khe 1.0336MPa,通過噴嘴膨脹,出口壓力為0.2067MPa,如果過程為可逆絕熱且達到平衡,試問蒸汽在噴嘴出口的狀態如何?
3-12. 試求算366K 、2.026MPa 下1mol乙烷的體積、焓、熵與內能。設255K 、0.1013MPa時乙烷的焓、熵為零。已知乙烷在理想氣體狀態下的摩爾恆壓熱容
3-13. 試採用RK方程求算在227℃、5 MPa下氣相正丁烷的剩餘焓和剩餘熵。
解:查附錄得正丁烷的臨界參數:Tc=425.2K、Pc=3.800MPa、ω=0.193
又R-K方程:
∴
∴
試差求得:V=5.61×10-4m3/mol
∴
∴
∴
3-14. 假設二氧化碳服從RK狀態方程,試計算50℃、10.13 MPa時二氧化碳的逸度。
解:查附錄得二氧化碳的臨界參數:Tc=304.2.2K、Pc=7.376MPa
∴
又
∴
迭代求得:V=294.9cm3/mol
∴
∴
∴
∴f=4.869MPa
3-15. 試計算液態水在30℃下,壓力分別為(a)飽和蒸汽壓、(b)100×105Pa下的逸度和逸度系數。已知:(1)水在30℃時飽和蒸汽壓pS=0.0424×105Pa;(2)30℃,0~100×105Pa范圍內將液態水的摩爾體積視為常數,其值為0.01809m3/kmol;(3)1×105Pa以下的水蒸氣可以視為理想氣體。
解:(a)30℃,Ps=0.0424×105Pa
∵汽液平衡時,
又1×105Pa以下的水蒸氣可以視為理想氣體,Ps=0.0424×105Pa<1×105Pa
∴30℃、0.0424×105Pa下的水蒸氣可以視為理想氣體。
又 理想氣體的fi=P
∴
(b)30℃,100×105Pa
∵
∴
3-16. 有人用A和B兩股水蒸汽通過絕熱混合獲得0.5MPa的飽和蒸汽,其中A股是干度為98%的濕蒸汽,壓力為0.5MPa,流量為1kg/s;而B股是473.15K,0.5MPa的過熱蒸汽,試求B股過熱蒸汽的流量該為多少?
解:A股:查按壓力排列的飽和水蒸汽表, 0.5MPa(151.9℃)時,
B股: 473.15K,0.5MPa的過熱蒸汽
根據題意,為等壓過程,
忽略混合過程中的散熱損失,絕熱混合 Qp = 0,所以 混合前後焓值不變
設B股過熱蒸汽的流量為 x kg/s,以1秒為計算基準,列能量衡算式
解得:
該混合過程為不可逆絕熱混合,所以 混合前後的熵值不相等。
只有可逆絕熱過程,
因為是等壓過程,該題也不應該用 進行計算。
第四章
4-1. 在20℃、0.1013MPa時,乙醇(1)與H2O(2)所形成的溶液其體積可用下式表示:
。試將乙醇和水的偏摩爾體積、表示為濃度x2的函數。
解:由二元溶液的偏摩爾性質與摩爾性質間的關系:
得:
又
所以
4-2. 某二元組分液體混合物在固定T及P下的焓可用下式表示:。式中,H單位為J/mol。試確定在該溫度、壓力狀態下(1)用x1表示的和;(2)純組分焓H1和H2的數值;(3)無限稀釋下液體的偏摩爾焓和的數值。
解:(1)已知 (A)
用x2=1- x1帶入(A),並化簡得: (B)
由二元溶液的偏摩爾性質與摩爾性質間的關系:
,
得: ,
由式(B)得:
所以 (C) (D)
(2)將x1=1及x1=0分別代入式(B)得純組分焓H1和H2
(3)和是指在x1=0及x1=1時的和,將x1=0代入式(C)中得:,將x1=1代入式(D)中得:。
4-3. 實驗室需要配製30000px3防凍溶液,它由30%的甲醇(1)和70%的H2O(2)(摩爾比)組成。試求需要多少體積的25℃的甲醇與水混合。已知甲醇和水在25℃、30%(摩爾分數)的甲醇溶液的偏摩爾體積:,。25℃下純物質的體積:,。
解:由得:
代入數值得:V=0.3×38.632+0.7×17.765=24.03cm3/mol
配製防凍溶液需物質的量:
所需甲醇、水的物質的量分別為:
則所需甲醇、水的體積為:
將兩種組分的體積簡單加和:
則混合後生成的溶液體積要縮小:
4-4. 有人提出用下列方程組表示恆溫、恆壓下簡單二元體系的偏摩爾體積:
式中,V1和V2是純組分的摩爾體積,a、b只是T、P的函數。試從熱力學角度分析這些方程是否合理?
解:根據Gibbs-Duhem方程 得
恆溫、恆壓下
或
由題給方程得 (A)
(B)
比較上述結果,式(A)≠式(B),即所給出的方程組在一般情況下不滿足Gibbs-Duhem方程,故不合理。
4-5.試計算甲乙酮(1)和甲苯(2)的等分子混合物在323K和2.5×104Pa下的、和f。
4-6.試推導服從van der waals 方程的氣體的逸度表達式。
4-9.344.75K時,由氫和丙烷組成的二元氣體混合物,其中丙烷的摩爾分數為0.792,混合物的壓力為3.7974MPa。試用RK方程和相應的混合規則計算混合物中氫的逸度系數。已知氫-丙烷系的kij=0.07, 的實驗值為1.439。
解:已知混合氣體的T=344.75K P=3.7974MPa,查附錄二得兩組分的臨界參數
氫(1): y1=0.208 Tc=33.2K Pc=1.297MPa Vc=65.0 cm3/mol ω=-0.22
丙烷(2):y1=0.792 Tc=369.8K Pc=4.246MPa Vc=203 cm3/mol ω=0.152
∴
∵
∴
①
②
聯立①、②兩式,迭代求解得:Z=0.7375 h=0.09615
所以,混合氣體的摩爾體積為:
∴
分別代入數據計算得:
4-10.某二元液體混合物在固定T和P下其超額焓可用下列方程來表示:HE=x1x2(40x1+20x2).其中HE的單位為J/mol。試求和(用x1表示)。
4-12.473K、5MPa下兩氣體混合物的逸度系數可表示為:。式中y1和y2為組分1和組分2 的摩爾分率,試求、的表達式,並求出當y1 =y2=0.5時,、各為多少?
4-13.在一固定T、P下,測得某二元體系的活度系數值可用下列方程表示: (a)
(b)
試求出的表達式;並問(a)、(b)方程式是否滿足Gibbs-Duhem方程?若用(c)、(d)方程式表示該二元體系的活度數值時,則是否也滿足Gibbs-Duhem方程?
(c)
(d)
4-17.測得乙腈(1)—乙醛(2)體系在50℃到100℃的第二維里系數可近似地用下式表示:
式中,T的單位是K,B的單位是cm3mol。試計算乙腈和乙醛兩組分的等分子蒸氣混合物在0.8×105Pa和80℃時的與。
例1.某二元混合物在一定T、P下焓可用下式表示:。其中a、b為常數,試求組分1的偏摩爾焓的表示式。
解:根據片摩爾性質的定義式
又
所以
例2.312K、20MPa條件下二元溶液中組分1的逸度為,式中x1是組分1的摩爾分率,的單位為MPa。試求在上述溫度和壓力下(1)純組分1 的逸度和逸度系數;(2)組分1 的亨利常數k1;(3)活度系數與x1的關系式(組分1的標准狀態時以Lewis-Randall定則為基準)。
解:在給定T、P下,當x1=1時
根據定義
(2)根據公式
得
(3)因為
所以
例3.在一定的T、P下,某二元混合溶液的超額自由焓模型為(A)式中x為摩爾分數,試求:(1)及的表達式;(2)、的值;(3)將(1)所求出的表達式與公式相結合,證明可重新得到式(A)。
解:(1)
∴
同理得
(2)當x1→0時得
當x2→0時得
(3)
例4已知在298K時乙醇(1)與甲基叔丁基醚(2)二元體系的超額體積為,純物質的體積V1=58.63cm3·mol-1, V2=118.46cm3·mol-1,試問當1000 cm3的乙醇與500 cm3的甲基叔丁基醚在298K下混合時其體積為多少?
解:依題意可得
n1=1000/58.63=17.056mol
n2=500/118.46=4.221mol
n=n1+n2=17.056+4.221=21.227mol
∴ x1= n1/n=17.056/21.227=0.802
x2= n2/n=4.221/21.227=0.198
由於x1+x2=1,所以
=0.802×0.198×[-0.806×0.802-1.264×0.198]
=-0.142 cm3·mol-1
混合時體積Vt=n1V1+n2V2+nVE
=1000+500+21.227× (-0.142)
=1496.979 cm3
若將兩種組分的體積簡單加和,將為1500 cm3,而形成溶液時則為1496.979 cm3,體積要縮小0.202%。
『拾』 2014年中國石油大學北京化工熱力學在線考試(主觀題)
中國石油大學遠程教育
《 化工熱力學 》
一、請學生運用所學的化工熱力學知識,從以下給定的題目中選擇至少選擇2個題目進行論述:(總分100分)
1.教材中給出了眾多的狀態方程,請根據本人的工作或者生活選擇一個體系、選擇一個狀態方程、對其PVT關系的計算準確度進行分析,並提出改進的方向和意見。
丙烯的PVT狀態分析
近期我正在新疆五家渠一家焦化廠甲醇車間進行培訓,在甲醇凈化工段丙烯為利用最多的製冷劑,在學習丙烯壓縮工段的同時對丙烯的物化性質也有了深入了解。
丙烯的理化學性質:丙烯是一種無色略帶甜味的易燃氣體,分子式為CH3CH=CH2,分子量為42.08,沸點-47.7℃,熔點為-185.25℃,其密度為空氣的
1.46倍,臨界溫度為91.8℃,臨界壓力為4.6Mpa,爆炸極限為2.0~11%(vol),閃點為-108℃。(因此,丙烯在貯藏時要特別小心,如果發生泄漏,因為它比空氣重,積聚在低窪處及地溝中,如在流動過程中遇到火星,則極易引起爆炸,釀成嚴重後果。)
選擇用R-K狀態方程計算對液態丙烯的PVT關系計算準確度進行分析,從《化工熱力學、陳光進等編著》中查得丙烯的臨界數據為Tc=364.9K;pc=46.0*10-1MPa,
下面是上海焦化廠給定的丙烯性質數據。
為了計算方便,用excel換算和簡單計算得到新的數據如下:
溫度
-40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 壓力
atm) 1.401 2.097 3.023 4.257 5.772 7.685 10.046 12.911 16.307 體積
mL/g) 12966 6404 4639 3423 2569 1957 1510 1510 1177 50 20.299 922 (℃)((
溫度
-40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40
(℃)
溫度(K) 233 243 253 263 273 283 293 303 313 壓力P
1.4196 2.1248 3.0631 4.3134 5.8485 7.7868 10.1791 13.0821 16.5231
(1*10-1MPa)
摩爾體積v
54560.928 26948.032 19520.912 14403.984 10810.352 8235.056 6354.080 6354.080 4952.816
(1*10-5m3/mol)
R-K方程:pRT
vba
T0.5vvb
0.42748R2T2.52.5
ac0.427488.3146364.916.3409m6PaK0.5
p.6106mol2
c4
b0.08664RTc0.086648.3146364.95.7145105
p.6106m3mol1
c4
由上表又知道摩爾體積v,故根據R-K方程,用excel可分別計算得到各溫
度下的壓力值P1:
溫度
(℃) -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 壓力P
1*10-1MPa) 1.4196 2.1248 3.0631 4.3134 5.8485 7.7868 10.1791 13.0821 16.5231 20.5680 計算壓力
P-11.0288 2.1706 3.1182 4.3903 6.0679 8.2505 11.0602 11.4412 15.1467 19.9288
1(1*10MPa)
用R-K狀態方程計算得數據與給定值比較可得如下數據圖: 50 323 20.5680 3879.776 50 (

圖2 理論製冷循環壓焓圖
1)製冷壓縮機從蒸發器吸取蒸發壓力為p0的飽和製冷劑蒸氣(狀態點1),沿等熵線壓縮至冷凝壓力pk(狀態點2),壓縮過程完成。
2)狀態點2的高溫高壓製冷劑蒸氣進入冷凝器,經冷凝器與環境介質空氣或水進行熱交換,放出熱量qk後,沿等壓線pk冷卻至飽和蒸氣狀態點2,然後冷凝至飽和液狀態點3,冷凝過程完成。在冷卻過程(2-2)中製冷劑與環境介
質有溫差,在冷凝過程(2-3)中製冷劑與環境介質無溫差。
3)狀態點3的飽和製冷劑液體經節流元件節流降壓,沿等焓線(節流過程中焓值保持不變)由冷凝壓力pk降至蒸發壓力p0,到達濕蒸氣狀態點4,膨脹過程完成。
4)狀態點4的製冷劑濕蒸氣進入蒸發器,在蒸發器內吸收被冷卻介質的熱量沿等壓線p0汽化,到達飽和蒸氣狀態點1,蒸發過程完成。製冷劑的蒸發溫度與被冷卻介質間無溫差。
理論循環的計算方法:
1、單位質量製冷量 製冷壓縮機每輸送1kg製冷劑經循環從被冷卻介質中製取的冷量稱為單位質量製冷量,用q0表示。
q0=h1-h4=r0(1-x4) (1-1)
式中 q0單位質量製冷量(kJ/kg);
h1與吸氣狀態對應的比焓值(kJ/kg);
h4節流後濕蒸氣的比焓值(kJ/kg);
r0蒸發溫度下製冷劑的汽化潛熱(kJ/kg);
x4節流後氣液兩相製冷劑的干度。
單位質量製冷量q0在壓焓圖上相當於過程線1-4在h軸上的投影(見圖1-2)。
2、單位容積製冷量 製冷壓縮機每吸入1m3製冷劑蒸氣(按吸氣狀態計)經循環從被冷卻介質中製取的冷量,稱為單位容積製冷量,用qv表示。
qvq0h1h4v1v1 (1-2)
式中 qv單位容積製冷量(kJ/m3);
v1製冷劑在吸氣狀態時的比體積(m3/kg)。
3、理論比功 製冷壓縮機按等熵壓縮時每壓縮輸送1kg製冷劑蒸氣所消耗的功,稱為理論比功,用w0表示。
w0=h2-h1 (1-3)
式中 w0理論比功(kJ/kg);
h2壓縮機排氣狀態製冷劑的比焓值(kJ/kg);
h1壓縮機吸氣狀態製冷劑的比焓值(kJ/kg)。
4、單位冷凝熱負荷 製冷壓縮機每輸送1kg製冷劑在冷凝器中放出的熱量,稱為單位冷凝熱負荷,用qk表示。
qk=(h2-h2)+(h2-h3)=h2-h3 (1-4)
式中 qk單位冷凝熱負荷(kJ/kg);
h2與冷凝壓力對應的干飽和蒸氣狀態所具有的比焓值(kJ/kg); h3與冷凝壓力對應的飽和液狀態所具有的比焓值(kJ/kg);
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在壓焓圖中,qk相當於等壓冷卻、冷凝過程線 2-2-3 在h軸上的投影(見圖2)。
比較式(1-1)、式(1-3)、式(1-4)和h4=h3可以看出,對於單級蒸氣壓縮式製冷理論循環,存在著下列關系
qk = q0 +w0 (1-5)
5、製冷系數 單位質量製冷量與理論比功之比,即理論循環的收益和代價之比,稱為理論循環製冷系數,用0表示,即
q0h1h4w0h2h1 (1-6) 0
根據以上幾個性能指標,可進一步求得製冷劑循環量、冷凝器中放出的熱量、壓縮機所需的理論功率等數據。
3.為含苯酚的水溶液處理過程選擇合適的相平衡計算方法,給出詳細的計算過程和步驟,並對其結果進行分析和討論。
建立了一種混合電解質溶液相平衡計算的混合整數非線性規劃模型,並提出用遺傳演算法求解。首先基於Gibbs自由能最小化原理,通過對液相、固相析出鹽種類編碼的處理,建立了電解質體系相平衡計算模型,將相平衡計算問題轉化為有約束的最優化問題;其次用遺傳演算法求解,通過對優化變數採取動態邊界的可行域編碼方法和序貫收斂技術保證了演算法的有效實施,可實現固液平衡計算並得到析出的晶體數、鹽的種類、固體的量以及液相組成;最後對多種體系進行了計算,結果表明此方法可行有效。
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